堅硬頂板切頂卸壓技術對巷道圍巖變形規律影響

趙常辛， 李曉旭， 石蒙， 冀瑞鋒， 張焱

（1. 國家能源集團烏海能源有限責任公司 老石旦煤礦，內蒙古 烏海 016010；2. 天地科技股份有限公司 開采設計事業部，北京 100013）

0 引言

留煤柱護巷是緩解厚煤層巷道因采動應力疊加擾動造成的臨空巷道變形量大、支護困難、后期維護成本高等問題的有效措施[1-3]。分析煤柱頂板側向破斷結構與煤柱載荷的內在聯系，是臨空巷道圍巖變形控制的重點。合理的臨空側頂板破斷結構既可保證巷道圍巖在多重采動應力擾動下保持穩定，又可減少因煤柱過大造成的資源損失，具有重要的研究意義。專家學者從回采巷道圍巖應力分布[4-7]、變形特征[8-10]、巷道支護優化[11-13]等方面展開了研究。王紅勝等[13]從區段煤柱頂板側向破斷結構角度構建模型，研究了關鍵塊B 的空間位置變化對窄煤柱受力情況的影響?？琢詈５萚14]引入微地震監測手段，通過判別煤柱應力峰值區域的位置確定煤柱留設尺寸。張廣超等[15-16]推導了綜放工作面低應力區范圍表達式及其影響因素，研究了沿空巷道煤柱合理寬度。趙賓等[17]通過對比煤柱寬度變化條件下煤柱內部應力集中區域變化規律，得出煤柱內部應力分布特征。蔣威等[18]理論分析了沿空巷道覆巖結構特征及其內應力場分布。

目前針對特厚煤層堅硬頂板、寬煤柱條件下的巷道圍巖大變形機理及控制技術研究相對缺乏。本文以國家能源集團烏海能源有限責任公司老石旦煤礦16403 綜放工作面臨空巷道為研究對象，采用理論分析方法研究煤柱頂板側向破斷結構與寬煤柱內部應力分布的聯系，通過數值模擬與現場試驗驗證了臨空側頂板切頂卸壓技術可從應力傳遞角度減小巷道圍巖變形。

1 工程概況

老石旦煤礦位于內蒙古烏海市海南區，現階段主采16 號煤，埋深為350～420 m，煤層平均厚度為8.8 m，屬于特厚煤層，煤層堅固性系數為1.5，傾角為5～10°，采用綜放開采方式。16402 工作面巖層柱狀如圖1 所示。

圖1 老石旦煤礦16402 工作面巖層柱狀Fig. 1 Strata histogram of 16402 working face in Laoshidan Coal Mine

老石旦煤礦工作面布置如圖2 所示。16402 工作面為16401 工作面的接續面，16402 回風巷在16401工作面回采期間礦壓顯現強烈，頂底板移近量達1 000 mm，兩幫移近量達1 500 mm，表明16402 回風巷（臨空巷）在臨空側頂板采動應力擾動下存在巷道圍巖大變形問題，維護成本高且效果不明顯，維護難度大。

圖2 老石旦煤礦工作面布置Fig. 2 Layout of working face in Laoshidan Coal Mine

現階段16402 工作面正在回采，16403 回風巷掘巷工程已經完成。16403 回風巷沿16402 工作面煤層頂板掘進。為控制16403 回風巷圍巖變形，在16402 運輸巷采用水力壓裂應力轉移技術對臨空側頂板結構進行切頂卸壓。

2 煤柱頂板側向破斷結構對煤柱載荷傳遞影響分析

老石旦煤礦16402 工作面直接頂和基本頂主要為細粒砂巖和砂質頁巖互層。煤層開采厚度大、頂板厚硬的特殊開采條件決定了特厚煤層綜放工作面頂板破斷結構具有復雜性，頂板破斷范圍較普通綜采工作面呈現明顯增大的趨勢，煤柱頂板側向破斷后會形成“低位堅硬巖層懸臂梁+高位堅硬巖層砌體梁”的力學平衡結構，該結構上方懸露頂板的載荷將沿“砌體梁+懸臂梁”結構傳遞至臨空巷道煤柱，因此，煤柱除了承載其上部頂板載荷外，還要分擔部分臨空側懸空頂板傳遞的載荷，導致煤柱應力大，變形量大，巷道圍巖穩定性差。

由煤柱頂板側向破斷結構（圖3）的空間特性可知，厚硬基本頂破斷的砌體梁結構是臨空側頂板載荷向煤柱傳遞的樞紐。針對砌體梁的結構特性，堅硬頂板破斷后形成的關鍵塊B 尺寸及穩定性是影響臨空側頂板載荷傳遞大小的重要因素。

圖3 煤柱頂板側向破斷結構Fig. 3 Lateral broken structure of coal pillar roof

根據煤柱頂板側向破斷特征與運移形態，對臨空側頂板結構進行簡化，建立臨空側頂板載荷傳遞力學模型，如圖4 所示。將彎曲下沉帶及其上覆巖層受力狀態簡化為固支梁力學模型，假設彎曲下沉帶及其上覆巖層載荷向關鍵塊B 傳遞均布載荷，關鍵塊A，B，C 在水平力作用下形成立體咬合關系，關鍵塊B 對懸臂梁的載荷傳遞可從關鍵塊B 的長度及轉動角度進行研究。圖4 中，FW為彎曲下沉帶向下傳遞至關鍵塊B 的集中載荷；FG為作用于懸臂梁的集中載荷；FX為傳遞至煤柱的載荷；TCB，TAB為關鍵塊間的水平推力；f為鉸接處的摩擦力；ΔS為關鍵塊的下沉量；LB為關鍵塊B 的長度；θ為關鍵塊B 的轉動角度；PB為關鍵塊B 的質量；h為關鍵塊B 的厚度；FAB為懸臂梁的支撐力；Pi為懸臂梁中各巖層的載荷，i=1，2，···，n，n為懸臂梁巖層數量；hi為懸臂梁中各巖層的厚度；li為懸臂梁中各巖層長度；β為覆巖破斷角；η為懸臂梁轉動角度；lm為懸臂梁在煤柱內的斷裂長度。

圖4 煤柱臨空側頂板載荷傳遞力學模型Fig. 4 Mechanical mode of load transfer in cool pillar roof close to goaf

寬煤柱承受的載荷[19-20]為

式中：HW為彎曲下沉帶高度；α為覆巖移動角；L為工作面長度；H1為彎曲下沉帶厚度；γ為上覆巖層容重；g為重力加速度。

以關鍵塊B 承受均布載荷假設前提為切入點，可知彎曲下沉帶傳遞至關鍵塊B 的載荷與關鍵塊B 的長度呈正相關，即關鍵塊B 長度越大，關鍵塊B 向下傳遞的載荷越大，FG和FX越大，由此可知特厚煤層臨空巷道圍巖應力大的現象很大程度上是由側向頂板懸頂結構的載荷傳遞造成的，側向頂板結構對煤柱和臨空巷道圍巖應力環境的主要影響因素為關鍵塊B 的長度、厚度及其所形成鉸接結構的空間狀態。

分析可知，特厚煤層臨空側頂板的“低位堅硬巖層懸臂梁+高位堅硬巖層砌體梁”破斷結構是臨空巷道圍巖大變形的主要原因。采用切頂卸壓技術破壞寬煤柱臨空側頂板結構，以減小關鍵塊B 的長度，是控制巷道圍巖大變形的重要措施。

3 堅硬頂板切頂卸壓模擬分析

3.1 數值模型

基于老石旦煤礦的地質條件，以16402 工作面、16402 運輸巷和16403 回風巷為研究對象，計算工作面、煤柱、邊界影響區的空間位置關系，根據計算結果，采用UDEC 軟件建立堅硬頂板切頂卸壓數值模型，如圖5 所示。16402 工作面長200 m，左側邊界影響區寬度留設30 m，右側邊界影響區寬度留設50 m，16402 運輸巷和16403 回風巷寬度均為5 m，煤柱寬度為20 m，模型尺寸為310 m×135 m（長×高）。模型水平邊界和底部邊界速度限定為0。

圖5 堅硬頂板切頂卸壓數值模型Fig. 5 Numerical model of hard roof cutting and pressure relief

在16402 運輸巷施工水力壓裂鉆孔對臨空側頂板結構進行切頂卸壓，研究原始狀態（未切頂卸壓）及70，80，90，100°切頂角下，頂板破斷對臨空巷道采動應力傳遞及圍巖變形的影響。堅硬頂板切頂卸壓模擬設計方案如圖6 所示。

圖6 堅硬頂板切頂卸壓模擬設計方案Fig. 6 Simulation design schemes of hard roof cutting and pressure relief

3.2 切頂角對采動應力傳遞的影響

基于切頂卸壓模擬設計方案對數值模型進行運算，切縫兩側頂板應力傳遞演化規律如圖7 所示。受篇幅限制，僅將各模型的煤柱頂板側向破斷結構進行同尺寸放大處理后進行對比分析，重點研究切縫左右兩側巖層運移狀態及垂直應力變化規律，得出切縫角度對采動應力傳遞規律的影響。

從圖7（a）可看出，未進行切頂卸壓時，煤柱上方頂板呈現明顯的特厚煤層頂板“懸臂梁+砌體梁”結構，煤柱內部應力集中區寬度約為12 m，16403 回風巷圍巖應力較大，范圍較廣。從圖7（b）-圖7（e）可看出，切頂卸壓后，切縫兩側頂板的運移狀態、垂直應力分布特征、臨空巷道圍巖應力均發生了明顯的變化。隨著切頂角增大，關鍵塊B 長度減小，切縫左側頂板（臨空側懸空頂板）垂直位移增大，切縫左側頂板載荷由關鍵塊B 向煤柱傳遞明顯減弱，切縫右側頂板垂直應力減小，煤柱內部應力集中區域明顯減小，煤柱上方和臨空巷道圍巖垂直應力均減小，切頂角為100°時臨空巷道圍巖承受的采動應力最小。

在煤柱中部布置1 組測線，對比分析切頂角變化條件下煤柱內部垂直應力變化規律，結果如圖8所示。16402 工作面的原巖應力為8.5 MPa。未切頂卸壓時，煤柱內部峰值應力為15.8 MPa。切頂角不同時，煤柱內部的垂直應力變化規律基本一致，差異主要表現為峰值大小及應力集中范圍不同。未切頂卸壓及70，80，90，100°切頂角下，煤柱峰值應力的應力集中系數分別為1.9，1.7，1.6，1.5，1.4。切頂角為100°時，煤柱內部的垂直應力和應力集中區域最小。

圖8 煤柱內部應力分布特征Fig. 8 Stress distribution characteristics in coal pillar

3.3 切頂角對臨空巷道圍巖變形的影響

為了研究切頂角對16403 回風巷圍巖變形的影響，從16403 回風巷圍巖變形量和煤柱變形量角度進行對比分析。不同切頂角下臨空巷道圍巖變形量如圖9 所示，其中圖9（b）中紅色框為16402 運輸巷原始邊界。

圖9 不同切頂角下臨空巷道圍巖變形量Fig. 9 Deformation amount of surrounding rock in roadway close to goaf under different roof cutting angles

從圖9（a）可看出：未切頂卸壓時，臨空巷道外幫變形量遠大于內幫；切頂卸壓后，隨著切頂角增大，臨空巷道外幫變形量明顯減小，且與內幫變形量之間的差值逐漸減小，表明臨空側頂板向煤柱傳遞的載荷減小，臨空巷道外幫與內幫變形量趨于一致，驗證了切頂卸壓的有效性。從圖9（b）可看出，未切頂卸壓時，煤柱臨空側變形量最大，切頂角為100°時變形量最小。

可見，16402 運輸巷采用水力壓裂技術對臨空側頂板進行切頂卸壓后，隨著切頂角增大，煤柱上方和16403 回風巷圍巖垂直應力減小，煤柱和巷道圍巖變形均減小。切頂角為100°時，頂底板變形量由未切頂卸壓時的1 020 mm 減小至430 mm，減小幅度為57.8%，兩幫變形量由1 540 mm 減小至680 mm，減小幅度為55.8%。此時巷道圍巖變形量最小，控制效果最好。

4 現場試驗

4.1 水力壓裂施工方案

在16402 運輸巷開展水力壓裂切頂卸壓試驗。試驗段長度為300 m，共44 個鉆孔，鉆孔總進尺為2 640 m。水力壓裂最大設計高度一般為5 倍采高，約為44 m。該范圍內堅硬基本頂為細粒砂巖，厚度為14.2 m，抗壓強度為50～58 MPa，直接頂存在多層厚硬砂質頁巖（厚度為10，8 m）和細粒砂巖（厚度為6.8 m），形成懸臂梁結構。因此，重點處理厚度大、強度高、完整性較強的砂質頁巖和細粒砂巖。水力壓裂最大垂直高度為45 m。

水力壓裂鉆孔布置如圖10 所示。工作面側施工22 個鉆孔，鉆孔與16402 運輸巷軸向夾角為30°，向工作面回采幫頂板打設，鉆孔長度為60 m，傾角為55°，鉆孔間距為14 m。煤柱側施工22 個鉆孔，沿工作面巷道軸向方向布置，開口位置距煤柱1 m 左右，與巷道軸向夾角為10°（切頂角為100°），向采空區方向打設，鉆孔長度為60 m，傾角為60°，鉆孔間距為14 m，與工作面側壓裂鉆孔交錯布置，開口位置錯距為7 m。

圖10 水力壓裂鉆孔布置Fig. 10 Layout of hydraulic fracturing boreholes

4.2 巷道圍巖變形分析

在16403 回風巷布置5 組監測點，采用十字布點法測量表面位移，監測結果如圖11 所示。

圖11 16403 回風巷圍巖變形監測結果Fig. 11 Monitoring results of deformation amount of surrounding rock in 16403 return airway

從圖11 可看出，16402 運輸巷頂板切頂卸壓后，16403 回風巷兩幫變形量在12 d 內迅速增大，之后趨于平穩，最大值為194 mm；頂底板變形量在12 d 內迅速增大，之后趨于平穩，最大值為135 mm。與16402 回風巷（未切頂卸壓）相比，16403 回風巷頂底板變形量降幅達86.5%，兩幫變形量降幅達87.1%，圍巖變形控制效果明顯。

5 結論

1） 特厚煤層臨空巷道大變形主要是側向頂板“低位堅硬巖層懸臂梁+高位堅硬巖層砌體梁”破斷結構造成的，主要影響因素包括關鍵塊B 的長度、厚度、鉸接結構。采用切頂卸壓技術破壞側向頂板結構是控制巷道圍巖大變形的重要措施。

2） 數值模擬結果表明，隨著切頂角增大，關鍵塊B 的長度減小，臨空側頂板載荷由關鍵塊B 向煤柱傳遞明顯減弱，煤柱側采空區頂板垮落更充分，采空區矸石充填程度更高，臨空側頂板向臨空巷道及煤柱的應力傳遞減小，圍巖變形量減小。

3） 當模擬切頂角為100°時，煤柱與臨空巷道圍巖的采動應力和變形量均最小?，F場試驗驗證了切頂角為100°時，臨空巷道圍巖變形量較未實施切頂卸壓的巷道大幅減小，與模擬結果基本一致，為特厚煤層臨空巷道圍巖變形控制提供了指導。